KR101815458B1 - 프론트 엔드 모듈의 성능 예측 방법 - Google Patents

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Abstract

본 발명의 일 실시예에 의하면, 유동해석을 통한 팬 시뮬레이션 방법은, 사용자가 포인트 데이터 및 테스터 치수를 입력하는 단계; 상기 포인트 데이터를 연산하여 팬의 형상을 생성하고 상기 테스터 치수로부터 테스터를 생성하는 단계; 상기 팬에 격자를 생성하는 단계; 상기 팬에 대한 경계조건을 입력하여 상기 팬에 의한 유동을 해석하는 단계; 그리고 상기 해석으로부터 소음지수를 산출하는 단계를 포함하되, 상기 소음지수는 상기 팬에 의한 유동이 정상상태인 경우 상기 팬의 위치에 따른 압력의 편차에 비례한다.

Description

프론트 엔드 모듈의 성능 예측 방법{METHOD FOR PERFORMANCE ANALYSIS OF FRONT END MODULE}
본 발명은 프론트 엔드 모듈의 성능 예측 방법에 관한 것으로, 더욱 상세하게는 해석 정확도를 개선할 수 있는 프론트 엔드 모듈의 성능 예측 방법에 관한 것이다.
프론트 엔드 모듈(FEM: Front End Module)은 헤드램프, 라디에이터, 응축기, 범퍼, 팬슈라우드 등으로 이루어지며, 캐리어를 통해 조립되어 모듈화된다.
한국공개특허공보 2004-0036031(2004.04.30.)
본 발명의 목적은 해석 정확도를 개선할 수 있는 프론트 엔드 모듈의 성능 예측 방법을 제공하는 데 있다.
본 발명의 다른 목적들은 다음의 상세한 설명과 첨부한 도면으로부터 보다 명확해질 것이다.
본 발명의 일 실시예에 의하면, 컨덴서의 내부를 흐르는 냉매와 상기 컨덴서의 외부를 흐르는 공기가 열교환을 하는 프론트 엔드 모듈의 성능 예측 방법은, 상기 컨덴서 내부의 상기 냉매유동을 환상류와 분무류 및 단상류, 과열증기류로 구분하여 열전달 및 유동 압력손실을 연산한다.
상기 환상류 구간에서 흡수열량 Q는 아래 식(1)에 의해 연산될 수 있다.
Figure 112016040919183-pat00001
(1)
상기 냉매의 건도가 0.85보다 큰 경우 상기 흡수열량 Q는 아래 식(2)에 의해 연산될 수 있다.
Figure 112016040919183-pat00002
(2)
상기 분무류 구간에서 흡수열량 Q는 아래 식(3)에 의해 연산될 수 있다.
Figure 112016040919183-pat00003
(3)
상기 흡수열이 포화증기의 냉매 엔탈피 ir,v 를 초과하는 경우 상기 흡수열량 Q는 아래 식(4)에 의해 연산될 수 있다.
Figure 112016040919183-pat00004
(4)
상기 냉매의 건도가 1.0 이상인 과열증기류 구간에서 흡수열량 Q는 아래 식(5)에 의해 연산될 수 있다.
Figure 112016040919183-pat00005
(5)
본 발명의 일 실시예에 의하면 프론트 엔드 모듈의 성능 예측시 해석 정확도를 대폭 개선할 수 있다.
도 1은 해석 순서도를 나타낸다.
도 2는 유동 패턴을 나타낸다.
도 3 및 도 4는 공기측 열전달 모델에 대한 검증결과를 나타낸다.
도 5는 본 발명에 따른 성능 예측 프로그램의 예시를 나타낸다.
이하, 본 발명의 바람직한 실시예들을 첨부된 도면들을 참고하여 더욱 상세히 설명한다. 본 발명의 실시예들은 여러 가지 형태로 변형될 수 있으며, 본 발명의 범위가 아래에서 설명하는 실시예들에 한정되는 것으로 해석되어서는 안 된다. 본 실시예들은 당해 발명이 속하는 기술분야에서 통상의 지식을 가진 자에게 본 발명을 더욱 상세하게 설명하기 위해서 제공되는 것이다. 따라서 도면에 나타난 각 요소의 형상은 보다 분명한 설명을 강조하기 위하여 과장될 수 있다.
본 발명에서는 CAE 해석 자동화에 적용되고, 해석 정확도를 높이기 위한 방안으로, 자동차용 Condenser 성능 예측 시스템을 새로이 개발하였다. 개발된 성능 예측 시스템은 해석 자동화 Process에 적용될 수 있도록 개발되었고, 시스템의 성능 예측 결과등은 앞절에서 설명한 실험결과와 비교분석 되었다.
① 성능 예측 프로그램 개요 및 순서도
성능 예측 프로그램은 냉매와 공기를 유체로 하여 열교환을 하는 CONDENSER 해석 프로그램이다. 열교환기는 높이, 너비, 폭으로 구분하여 각각 50, 50, 4구역으로 구분하여 각 영역에 대해서 해석한다. CONDENSER는 크게 4 부분으로 패스가 구성되어 각 부분마다 냉매가 합쳐졌다가 나눠지게 된다. 패스당 세그먼트는 17, 14, 11, 8로 가정하였다. 각 세그먼트에 대하여 냉매의 입구 온도, 압력, 유량, 공기의 입구 온도, 속도를 입력값으로 받아서 열교환량과 출구 상태를 계산한다. 각 영역에 대한 열교환량 계산을 위해 유용도-NTU 방법을 사용하며, 열교환기의 fin과 tube 형상으로부터 유용도(effectiveness)를 계산하여 열교환량 해석에 사용한다. 이를 위하여 냉매 입구조건으로부터 냉매의 각종 물성치를 얻는다. 냉매 상태에 따라 단상, 이상 상태를 판별하여 상태에 따라 상관식을 다르게 적용한다. 이를 통해 UA값 계산을 하며, 관련된 식은 파워포인트 자료를 참고한다. 구한 공기측과 냉각수측의 UA값을 이용하여 총괄 열전달 계수값을 계산한다. 총괄 열전달 계수값으로부터 NTU값을 구하고, 이 NTU값을 이용하여 해당 열교환기의 유용도를 계산한다. 냉각수측 열용량과 공기측 열용량을 계산하여 둘 중 작은 값에 냉각수와 공기측의 온도차를 곱하여 각 영역에서의 열교환량을 구한다.
먼저 공기측 세그먼트(k)를 냉매 유동 방향으로 계산한 후, 다음 냉매측 세그먼트(j)의 공기측 세그먼트순으로 계산한다. 그리고 높이측 세그먼트(i)로 계산한 후, 유로 방향이 바뀌는 다음 패스로 넘어간다. 도 1은 해석의 순서도를 보여주고 있다.
② 성능 예측 프로그램 적용 상관식
열교환 문제는 순수 직교류(cross flow)의 문제로 요약된다. 이 형태의 열교환은 일반적인 직교류 열교환 이론에 근거하여 다음과 같이 표시된다.
Figure 112016040919183-pat00006
(1)
단순 직교류 배열의 경우에 있어서 대수평균온도차 ΔTlm은 열교환 과정 중 한 유체나 두 유체의 온도 변화에 따라서 적용된다. 열교환기에서 두 유체 측의 열전달량은 다음 식과 같이 계산할 수 있다.
Figure 112016040919183-pat00007
(2)
Condenser 내부의 냉매측 열전달 및 유동 압력손실은 2상류 구역과 과열 증기 유동구역으로 구분하여, 각각의 구간에서 서로 다른 상관식을 사용하여 계산하였다. 열전달 계산은 도 2에 표시한 바와 같이 환상류[annular flow: 건도(quality)가 0.85 보다 크지 않은 유동]와 분무류[dispersed flow: 건도의 범위가 0.85～1.00] 및 단상류, 과열증기류[건도가 1 보다 큰 유동]에 대하여 관내 열전달 상관식을 다르게 적용하였다.
환상류(annular flow) 구간에서는
Figure 112016040919183-pat00008
(3)
흡수 열량 로 인해 관 출구에서 냉매 건도가 0.85보다 커진다면 환상류 구역의 열전달율은 다음과 같이 된다.
Figure 112016040919183-pat00009
(4)
따라서 건도가 0.85까지의 관 부분인 환상류 구역의 구간비(RANNUL)는 다음과 같이 계산 할 수 있다.
Figure 112016040919183-pat00010
(5)
분무류(dispersed flow) 구간에서는
Figure 112016040919183-pat00011
(6)
여기서 만일 계산된 열전달량이 포화증기의 냉매 엔탈피 ir,v 를 초과한다면 분무류 구역 내의 열전달율은 다음과 같이 된다.
Figure 112016040919183-pat00012
(7)
분무류 구역 내의 관 비율 RXDRY는 다음과 같은 식으로 계산할 수 있다.
Figure 112016040919183-pat00013
(8)
냉매의 건도가 1.0 이상인 과열증기(superheated vapor)의 단상유동구간에서의 열전달 상관식은 다음과 같이 나타낼 수 있다.
Figure 112016040919183-pat00014
(9)
㉮ 공기측 압력손실 / 열전달 해석 모델 개발
공기측의 열전달 모델은 Jung et al.의 루버핀에 대한 열전달 상관식을 선정하였다. 선정된 상관식은 타 모델과 비교시, 도 3과 같이 정확도가 비교적 높았기 때문에, 적용을 하였다.
Figure 112016040919183-pat00015
(10)
Figure 112016040919183-pat00016
(11)
공기측 압력손실은 관 외측에서 다음과 같은 유동 손실 식으로 계산하였다.
(12)
여기서, fa는 공기측 마찰계수로서 다음과 같이 표현된다.
Figure 112016040919183-pat00018
(13)
위식에서 상수와 지수는 실험데이터를 토대로 하여 C1a는 12.5, n3은 -0.6으로 정하여 해석하였다.
㉯ 냉매측 유동손실 / 열전달 해석 모델 개발
㉠ 냉매측 단상/이상구간 열전달 모델 개발
단상 강제 대류는 과열증기상태로 관 출구를 벗어나는 증발기에 적용할 수 있다. 증발기의 단상 강제대류 계수는 일반적으로 관내의 난류에 적용되고 있는 Dittus-Boelter 방정식을 선정하였다.
Figure 112016040919183-pat00019
(14)
증발을 동반한 냉매유동모델은 환상류(annular flow)와 분무류(mist flow)의 두 가지 유동형태로 나눌 수 있는데, 본 모델에서는 건도 값 0.85를 이들 두 유동모델의 경계점으로 선정하도록 하였다.
매끈한 관의 환상유동영역에 대한 증발 열전달 계수를 계산하기 위해서 본 연구에서는 Gungor와 Winterton이 제안한 상관식을 사용하도록 하였다. 이 상관식은 2상 증발열전달계수 을 대류 단상 열전달계수 과 핵비등 열전달 상관식인 과비등(pool boiling) 열전달계수 을 조합하여 표현된다.
Figure 112016040919183-pat00020
(15)
Figure 112016040919183-pat00021
(16)
Figure 112016040919183-pat00022
(17)
Figure 112016040919183-pat00023
(18)
Figure 112016040919183-pat00024
(19)
Froude수(Fr)가 0.05보다 작은 경우에는 E와 S에 E2와 S2를 곱해서 계산한다. 즉,
Figure 112016040919183-pat00025
(20)
Figure 112016040919183-pat00026
(21)
위 식에서 Fr은 다음과 같이 정의되는 Froude 수이다.
Figure 112016040919183-pat00027
(22)
매끈한 관의 분무류 영역(mist flow, 유동 건도 범위 0.85 ～ 1.00)대한 열전달 계수 hm 은 식(15)과 (16)에서 얻어진 열전달 계수에 건도를 곱하여 계산하도록 하였다.
Figure 112016040919183-pat00028
(23)
㉡ 냉매측 압력 손실 모델 개발
단상 유동 구간의 마찰압력손실은 Fanning 마찰계수를 선정하여 계산하도록 하였다.
Figure 112016040919183-pat00029
(24)
Figure 112016040919183-pat00030
(25)
운동량 변화로 인한 압력손실은 다음과 같이 계산할 수 있다.
Figure 112016040919183-pat00031
(26)
관내 유동에 대한 전체 압력손실은 마찰, 운동량 변화 및 중력으로 인해서 발생하며, 관 내부에서 비등과 응축현상을 동반한 2상 유동의 압력손실은 다음 식과 같이 표현된다.
Figure 112016040919183-pat00032
(27)
여기서, ΔPs는 중력에 의한 손실이며, ΔPacc는 관 입구와 출구간의 운동량 차이로 인한 가속손실이고, ΔPj는 2상류의 마찰손실 이다.
- 정압손실 : ΔPs
열교환기의 입출구의 고저차를 z라고 한다면
Figure 112016040919183-pat00033
(28)
부호는 냉매입구가 상부이면 (+), 하부이면 (-) 이다.
위 식에서 uv를 보이드율이라 하고, 기상의 평균속도 를 정의하는 식(40)를 사용하여 구하였다. 수직상승류의 기상의 평균속도 uv는 다음과 같은 Zuber 등의 실험식을 사용하도록 하였다.
Figure 112016040919183-pat00034
(29)
- 가속손실 : ΔPacc
출구의 건도를 라고 하면 관 입구와 출구 사이의 운동량 차이로 인한 가속손실은 다음과 같이 나타낼 수 있다.
Figure 112016040919183-pat00035
(30)
- 마찰손실 : ΔPf
2상류 마찰손실구배 는 액상성분이나 기상성분의 단상 유동 마찰손실구배 , 에 대한 비(ratio)로 구한다.
Figure 112016040919183-pat00036
(31)
관에 대한 φ2l, φ2v는 기액 양상과 난류의 경우 다음과 같다.
Figure 112016040919183-pat00037
(32a)
Figure 112016040919183-pat00038
(33b)
여기서, Xu는 Lockhart와 Martinelli의 지수로서 다음과 같다.
Figure 112016040919183-pat00039
(34)
③ 성능 예측 프로그램 GUI 및 해석 결과 검증
자동차용 Condenser 성능 예측 시스템(프로그램) GUI는 사용자 편의에 맞도록 진행되었고, 그 결과 도 4와 같이 개발 완료되었다. 앞에서 설명한 바와 같이 Condenser 제품에 대한 성능 평가후 성능 DB를 구축하였기 때문에, 개발된 프로그램에 대한 해석 검증을 냉매 출구 온도 오차 분석으로 진행하였고, 그 결과 평균 30.0%의 오차율을 보이고 있어서, 1차 목표인 40.0% 이하를 만족하는 결과를 보여주고 있다.
본 발명을 바람직한 실시예들을 통하여 상세하게 설명하였으나, 이와 다른 형태의 실시예들도 가능하다. 그러므로, 이하에 기재된 청구항들의 기술적 사상과 범위는 바람직한 실시예들에 한정되지 않는다.

Claims (6)

  1. 삭제
  2. 컨덴서의 내부를 흐르는 냉매와 상기 컨덴서의 외부를 흐르는 공기가 열교환을 하는 프론트 엔드 모듈의 성능 예측 방법에 있어서,
    상기 컨덴서의 내부의 냉매유동을 환상류와 분무류 및 단상류, 과열증기류로 구분하여 열전달 및 유동 압력손실을 연산하되,
    상기 환상류의 구간에서 흡수열량 Q는 아래 식(1)에 의해 연산되는, 냉매 출구 온도 측정을 통한 프론트 엔드 모듈의 성능 예측 방법.
    Figure 112017061627600-pat00040
    (1)
  3. 제2항에 있어서,
    상기 냉매의 건도가 0.85보다 큰 경우 상기 흡수열량 Q는 아래 식(2)에 의해 연산되는, 냉매 출구 온도 측정을 통한 프론트 엔드 모듈의 성능 예측 방법.
    Figure 112016040919183-pat00041
    (2)
  4. 컨덴서의 내부를 흐르는 냉매와 상기 컨덴서의 외부를 흐르는 공기가 열교환을 하는 프론트 엔드 모듈의 성능 예측 방법에 있어서,
    상기 컨덴서의 내부의 냉매유동을 환상류와 분무류 및 단상류, 과열증기류로 구분하여 열전달 및 유동 압력손실을 연산하되,
    상기 분무류의 구간에서 흡수열량 Q는 아래 식(3)에 의해 연산되는, 냉매 출구 온도 측정을 통한 프론트 엔드 모듈의 성능 예측 방법.
    Figure 112017061627600-pat00042
    (3)
  5. 제4항에 있어서,
    상기 흡수열량이 포화증기의 냉매 엔탈피 ir,v 를 초과하는 경우 상기 흡수열량 Q는 아래 식(4)에 의해 연산되는, 냉매 출구 온도 측정을 통한 프론트 엔드 모듈의 성능 예측 방법.
    Figure 112016040919183-pat00043
    (4)
  6. 컨덴서의 내부를 흐르는 냉매와 상기 컨덴서의 외부를 흐르는 공기가 열교환을 하는 프론트 엔드 모듈의 성능 예측 방법에 있어서,
    상기 컨덴서의 내부의 냉매유동을 환상류와 분무류 및 단상류, 과열증기류로 구분하여 열전달 및 유동 압력손실을 연산하되,
    상기 냉매의 건도가 1.0 이상인 과열증기류 구간에서 흡수열량 Q는 아래 식(5)에 의해 연산되는, 냉매 출구 온도 측정을 통한 프론트 엔드 모듈의 성능 예측 방법.
    Figure 112017061627600-pat00044
    (5)
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"보행자 보호용 프론트 엔드 모듈(FEM)의 냉각성능에 관한 연구", 한국자동차공학회논문집 제20권 제6호(pp. 67-72), 2012년 11월 30일

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